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Submitted on 19 May 2015
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Etude de l’influence de l’intégrité de surface en tournage
de l’acier 15-5PH sur la tenue en fatigue en flexion
rotative
Vincent Chomienne
To cite this version:
N
od’ordre 2014-ISAL–0105
Année 2014
THÈSE
Étude de l'influence de l'intégrité de
surface en tournage de l'acier 15-5PH sur
la tenue en fatigue en flexion rotative.
Présentée devant
l’Institut National des Sciences Appliquées de Lyon
pour obtenir
le GRADE DE DOCTEUR
École doctorale :
ED Matériaux de Lyon
par
Vincent CHOMIENNE
Ingénieur ENISE
Thèse soutenue le 13 novembre 2014 devant la Commission d’examen
Jury
Gérard POULACHON
Professeur
Président
Franck MOREL
Professeur
Rapporteur
Farhad REZAI-ARIA
Professeur
Rapporteur
Frédéric VALIORGUE
Maître de Conférences
Examinateur
Fabien LEFEBVRE
Ingénieur, Docteur
Examinateur
Catherine VERDU
Professeur
Directeur de thèse
INSA Direction de la Recherche – Écoles Doctorales – Quinquennal 2011-2015
SIGLE ECOLE DOCTORALE NOM ET COORDONNEES DU RESPONSABLE
CHIMIE
CHIMIE DE LYON
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Remerciements
Bien que la rédaction d’un tel document soit une œuvre personnelle, la réalisation des travaux qui y sont décrits n’aurait été possible sans un grand nombre de personnes que j’ai eu la chance de côtoyer durant mes 3... pardon, 4 années de thèse. Procédons dans l’ordre et tâchons de n’oublier personne.Mes remerciements s’adressent en premier lieu à Catherine Verdu qui a accepté, avec Joël Rech, de me supporter durant ces 4 années de thèse qui n’ont pas été de tout repos... Merci à eux de m’avoir fait croire que tout serait simple et sans problèmes !
Je remercie également les enseignants de l’ENISE, principalement Guillaume Kermouche et Joël Rech qui m’ont incité à poursuivre encore un peu mes études après mon diplôme d’ingénieur.
Je tiens à remercier Gérard Poulachon, qui a accepté de présider le jury ainsi que Franck Morel et Farhad Rezai-Aria qui ont accepté la lourde tâche de rapporter ce manuscrit et avec qui la discussion a été extrêmement enrichissante. Je ne peux pas oublier de remercier Fred Valiorgue et Fabien Lefebvre pour leur participation au jury, mais également pour leur suivi et leur soutient durant ces 4 années.
J’adresse également mes remerciements aux participants du projet MIFSU qui l’ont suivi jusqu’à son terme : Nolwenn Himbert, Nicolas Guillemot, Philippe Gilles, Vincent Robin, Ugo Mascientonio, Eric Feulvarch, Michel Coret et Henri-Paul Lieurade.
Maintenant que les « officiels » ont été passés en revue, je ne vais pas oublier toutes les personnes qui ont du me supporter, que ce soit au cours de manips communes, ou simplement au quotidien.
Merci à Alexandre « père Alex » Mondelin et Cédric Courbon pour les échanges et analyses EBSD, utiles à l’avancée de nos travaux respectifs. Mais aussi et surtout d’avoir porté haut les couleurs de l’ENISE en terre lyonnaise !
Sans éprouvettes, et donc sans Patrick, Benoit, Hervé & Hervé à l’ENISE, cette thèse n’au-rait aucune raison d’être. Merci à eux pour les heures d’usinage et d’analyse sur les centaines d’éprouvettes. J’espère que vous n’avez pas fait d’insomnies à cause de moi ! Je n’oublie pas d’adresser une pensée particulière pour Luigi, qui nous a malheureusement quittés.
Remerciements
Passons maintenant aux « lyonnais » de Mateis, en commençant par la salle café et sa machine à café qui m’ont permis de tenir 4 ans dans ce labo. Merci à la fournée de thésards entrée comme moi, en 2010 : le Dr Joël « Nathalie » Lachambre pour sa saucisse de Morteau (ou Montbéliard, c’est pareil !) et les pauses cafés de 10h, 10h30, 11h, 11h30... ; le Dr Itziar Serrano pour le jamón iberico (et le crocrodile) ainsi que le Dr Jean-Yves « le jeune » Maetz pour le crémant de sa soutenance. Merci également aux anciens thésards et post-docs, Matthieu, Coline, Aurianne, Cristina pour avoir partagé le même bureau, mais aussi Aurélien, Caro, Loïc, le Zane, Julien, et Manu pour la bonne ambiance qu’ils nous ont transmis en héritage. Un grand merci pour ceux arrivés juste après : Paulo, pour ses prix chez SEB et les vinomédias (un jour tu nous diras vraiment sur quoi tu travaillais ! !) ; Aude, pour les madeleines Bijou, toutes nos vannes sur Limoges et le désormais fameux « point Lamontagne » ; Antoine pour les chibrages de bureau et les extorsions de fonds ; et enfin Xavier la machine à publis pour avoir réussi à me faire gouter du whisky. Complétons la liste des remerciements avec le breton de service, Benoit qui cru bon de me vouer un culte et de vanter les mérites de la pêche côtière, Séb et William pour les bières à la cafet, Chiquito, Josselin, Sam, Morgane, Jonathan, Sandrine, Howatchinou, Carole, Pablo, Soledad, Erembert, Clémence, Mélanie et Thibaut qui représentent tous (ou presque) le futur et l’élite de la recherche... de la salle café. Et enfin, merci aux « vieux » du labo (enfin les permanents..) : Jérôme, Florian, Eric, Michel, Arnaud, Patrice, Cristofe, Stéphanie, Frida, Jean-Yves « le vieux », Xavier 1.0, Véronique, Sophie, Sylvain, Julien et Fabien Dabrègue... zut, l’aspirateur ! J’ai oublié de l’éteindre !
La fin approche, mais je ne peux pas oublier de remercier la bande de geeks lyonnais pour les soirées Ingress et Dikkenek. Un grand merci également à mes amis de Sainté pour les moments forts qu’on a vécu ensemble dans le Kop Nord et dans les stades de ligue 1.
Résumé
Ce mémoire présente une méthode visant à mettre en évidence l’influence de l’intégrité de surface obtenue en tournage, sur la fatigue de l’acier 15-5PH. Le travail réalisé consiste à déve-lopper des moyens d’obtention de surfaces à intégrités maitrisées, puis à réaliser des essais de fatigue pour observer l’influence des paramètres d’intégrité.Les procédés de tournage et de galetage sont utilisés pour obtenir des lots d’éprouvettes possédant différentes intégrités de surfaces. Ces éprouvettes sont ensuite toutes caractérisées, en rugosité et contraintes résiduelles, de manière non destructive. Certaines éprouvettes font l’objet d’analyses complémentaires pour caractériser l’état de la matière sous la surface. Ces analyses permettent de constituer des lots d’éprouvettes possédant des caractéristiques de surfaces très proches. Toutefois, il a été mis en évidence une très grande sensibilité de l’intégrité de surface générée vis-à-vis du diamètre de la pièce usinée, ce qui se traduit par une dispersion importante des intégrités de surface obtenues.
Les lots constitués sont ensuite testés en fatigue sur une machine de flexion rotative (Rσ = −1)
selon la méthode Staircase. Cette méthode permet de déterminer la limite d’endurance avec 50 % de probabilité de rupture pour un nombre de cycles donné. Les résultats sont ensuite confrontés aux intégrités de surface des lots pour déterminer les caractéristiques les plus influentes. Une comparaison des données expérimentales est réalisée avec les modèles de la littérature. Il est montré que ces modèles ne parviennent pas à décrire de manière satisfaisante le comportement en fatigue vis à vis de la rugosité ou du niveau de contraintes résiduelles.
Table des matières
Liste des écoles doctorales i
Remerciements v
Résumé vii
Table des matières ix
Table des figures xiii
Liste des tableaux xxi
Introduction 1
1 Signature des procédés de fabrication sur l’intégrité de surface 9
1.1 Introduction . . . 10
1.2 L’intégrité de surface . . . 10
1.3 Signatures des procédés de finition . . . 11
1.3.1 Procédés impactant thermo-mécaniquement la surface . . . 12
1.3.2 Procédés à signature mécanique . . . 18
1.3.3 Procédés impactant thermiquement la surface . . . 23
1.4 Synthèse et choix des procédés . . . 24
2 Ingénierie de l’intégrité de surface 27 2.1 Introduction . . . 28
2.2 Méthodes expérimentales . . . 28
2.2.1 Relevés topographiques - rugosité . . . 28
2.2.2 Les contraintes résiduelles . . . 29
2.3 Fabrication d’éprouvettes de fatigue à intégrité maîtrisée . . . 32
2.3.1 Périmètre de l’étude . . . 32
2.3.2 Contrôle de l’intégrité de surface . . . 33
2.4 Éprouvettes usinées . . . 34
2.4.1 Conditions d’usinage . . . 36
2.4.2 Cas 1 - Lot 7 - Rugosité élevée et contraintes de traction (cas référence) . 37 2.4.3 Cas 2 - Lot 7 - Rugosité faible et contraintes de traction . . . 43
2.4.4 Action corrective . . . 48
Table des matières
2.4.6 Cas 2 - Lot 8 - Rugosité faible et contraintes de traction . . . 53
2.4.7 Usinage d’un cylindre de gros diamètre . . . 56
2.4.8 Comparaison cylindre - éprouvettes . . . 60
2.4.9 Conclusions sur l’obtention de surfaces par usinage . . . 62
2.5 Eprouvettes galetées . . . 63
2.5.1 Conditions de galetage . . . 65
2.5.2 Cas 3 - Rugosité élevée et contraintes de compression . . . 66
2.5.3 Cas 4 - Rugosité faible et contraintes de compression . . . 68
2.6 Synthèse des surfaces produites . . . 70
3 Caractérisation microstructurale et mécanique des surfaces 73 3.1 Introduction . . . 74
3.2 Méthodes expérimentales pour la caractérisation de l’intégrité des couches de surface. . . 74
3.2.1 Préparation de l’échantillon . . . 74
3.2.2 Techniques et conditions expérimentales de caractérisation de la sous-couche 75 3.2.3 Micro-dureté . . . 77
3.3 Caractérisations microstructurales . . . 77
3.3.1 Microstructure d’origine . . . 77
3.3.2 Cas 1 - Rugosité élevée et contraintes de traction. . . 78
3.3.3 Cas 2 - Faible rugosité et contraintes de traction. . . 80
3.3.4 Cas 3 et 4 . . . 82
3.3.5 Récapitulatif . . . 84
3.3.6 La couche blanche en usinage... . . 85
3.4 Caractérisation de l’état mécanique . . . 93
3.4.1 Cas 1 - Rugosité élevée et contraintes de traction. . . 93
3.4.2 Cas 2 - Faible rugosité et contraintes de traction. . . 95
3.4.3 Cas 3 et 4 . . . 97
3.5 Conclusions . . . 100
4 Intégrité de surface et tenue en fatigue 103 4.1 Introduction . . . 104
4.2 Durée de vie en fatigue . . . 104
4.2.1 Amorçage et propagation de fissures de fatigue . . . 104
4.2.2 Cycles de fatigue . . . 106
4.2.3 Courbe de Wöhler . . . 107
4.3 Conséquences de l’intégrité de surface sur la durée de vie . . . 108
4.3.1 Effet de la rugosité . . . 109
4.3.2 Influence de l’état mécanique en surface et sous surface . . . 111
4.3.3 Microstructure . . . 116
4.3.4 Synthèse . . . 117
4.4 Durée de vie en fatigue d’éprouvettes en 15-5PH . . . 118
4.4.1 Méthodes d’estimation et de détermination de la limite d’endurance . . . 118
4.4.2 Déroulement des essais de fatigue . . . 121
4.4.3 Résultats des essais Locati . . . 122
Table des matières
4.5 Liens entre intégrité de surface et tenue en fatigue . . . 123
4.5.1 Analyse comparative - Expérience - Arola - Murakami . . . 126
4.5.2 Effet des contraintes résiduelles . . . 128
4.5.3 Courbes de Wöhler - modèle de Basquin . . . 130
4.6 Conclusion . . . 132
Conclusion 133 A Fabrication préliminaire d’éprouvettes à intégrité maitrisée 139 B Modification de l’intégrité de surface du 15-5PH induite par le galetage 143 B.1 Introduction . . . 144
B.2 Material and methods . . . 145
B.2.1 Material and sample preparation . . . 145
B.2.2 Roller-burnishing principle . . . 145
B.2.3 Characterization of surface integrity . . . 146
B.3 Results and discussion . . . 147
B.3.1 Initial surface integrity . . . 147
B.3.2 Impact on surface roughness . . . 148
B.3.3 Analysis of microstructure and residual stress . . . 150
B.4 Conclusions . . . 155
C Conditions opératoires pour la préparation d’échantillons avec conservation de l’acuité du bord 157 C.1 Découpe et enrobage . . . 157
C.2 Polissage . . . 157
C.3 Réactif pour révéler la microstructure du 15-5PH . . . 157
D Courbes de Wöhler 159 D.1 Cas 1 - Lot 7/7b . . . 159 D.2 Cas 2 - Lot 7 . . . 160 D.3 Cas 2 - Lot 8 . . . 161 D.4 Cas 3 - Lot 8 . . . 162 D.5 Cas 4 - Lot 8 . . . 163 D.6 Cas 3 - PSI 3 . . . 164 D.7 Cas 4 - PSI 3 . . . 165
D.8 Cas 5 - Développement galetage . . . 166
Table des figures
1 Synoptique du projet MIFSU . . . 2 2 Exemple de pièces critiques en 15-5PH usinées ; à gauche le mât rotor, à droite lemanchon d’accouplement. . . 3 3 Microstructure du 15-5PH dans sa condition H-1025 . . . 4 4 Courbe contrainte/déformation typique d’un matériau présentant de la
recristal-lisation dynamique et modèle associé, d’après Courbon [COU 11]. . . 5 5 (a) Gradients de contraintes résiduelles simulés et expérimentaux obtenus par
Mondelin. (b) Représentation du volume de matière simulé et des contraintes résiduelles. [MON 12a] . . . 6 1.1 Schéma des différentes couches affectées par un procédé de fabrication [REC 08a]. 11 1.2 Le principe du tournage [PAS 98] . . . 13 1.3 Mécanisme de génération des contraintes résiduelles de surface induites par un
chargement purement mécanique en usinage. D’après [REC 08a] . . . 14 1.4 Mécanisme de génération des contraintes résiduelles de surface induites par un
chargement purement thermique en usinage, sans changements de phase. D’après [REC 08a] . . . 14 1.5 Profils de contraintes résiduelles après tournage du 15-5PH pour différentes
vi-tesses de coupe Vc - f = 0, 18mm/tour et ap= 0, 6mm. D’après [MON 12a]. . . . 15
1.6 Profil de contraintes résiduelles type obtenu en tournage. . . 15 1.7 Microstructure sous la surface du 15-5PH après tournage. D’après [MON 12a]. . 16 1.8 Comparaison entre les contraintes résiduelles obtenues en utilisant la stratégie
de meulage conventionnelle et la stratégie de meulage de renforcement. D’après [BRI 09]. . . 17 1.9 Profils de contraintes résiduelles typiquement obtenus après meulage, avec et sans
changement de phase. D’après [REC 08a]. . . 18 1.10 Le principe du grenaillage. . . 19 1.11 Principales caractéristiques de surface, modifiées par le grenaillage. Adapté de
[SCH 93]. . . 19 1.12 Profils de contraintes résiduelles, obtenus après grenaillage d’un acier AISI 4140.
D’après [SCH 02] . . . 20 1.13 a) Outil à galet, effort contrôlé par ressort, d’après [ELA 00]. b) Outil de galetage
à bille céramique, effort contrôlé à l’aide d’un fluide sous pression. . . 20 1.14 Schématisation du phénomène de saturation des contraintes résiduelles et de
l’écrouissage avec l’augmentation de l’effort. Avec des efforts de galetage F1 <
Table des figures
1.15 Schéma de principe du toilage. D’après [KHE 07] . . . 22 1.16 Exemple de profils de contraintes résiduelles relevés avant et après toilage sur une
pièce en AISI 52100 usinée en tournage dur. D’après [REC 08c] . . . 22 1.17 Profils de contraintes résiduelles et de dureté obtenus après traitement thermique
de durcissement par induction. D’après [GRU 01] . . . 23 2.1 Profil de rugosité et représentations des paramètres de rugosité associés. . . 28 2.2 Représentation des différents ordres de contraintes résiduelles en fonction de
l’échelle d’observation. . . 29 2.3 Principe de l’estimation des contraintes résiduelles par diffraction des rayons X. . 30 2.4 Schématisation des mesures de position angulaire et du décalage sur les pics de
diffraction, ainsi que de la largeur de corde (FWHM). . . 31 2.5 Appareil d’analyse de contraintes résiduelles par diffraction des rayons X. . . 31 2.6 Identification et représentation schématique des différentes intégrités de surface
souhaitées dans un graphe contrainte résiduelle-rugosité. . . 33 2.7 Synoptique suivi pour le développement de surfaces aux caractéristiques contrôlées. 33 2.8 Géométrie de l’éprouvette à l’échelle 1. Le ratio R/D étant supérieur à 5, le facteur
de concentration de contrainte Kt est voisin de 1. La zone en gris représente la
partie utile de l’éprouvette. . . 34 2.9 Zones de mesures de la rugosité et de la contrainte résiduelle σxxdans la direction
axiale. . . 34 2.10 Schématisation du profil de rugosité. . . 35 2.11 (a) Représentations des directions de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance
(Fz) par rapport à la configuration d’usinage. (b) Dessin d’ensemble de la configu-ration d’usinage, l’éprouvette est centrée et tenue entre les deux pointes, le TOC permet de transmettre la rotation à l’éprouvette. . . 36 2.12 Géométrie à l’échelle 1 et photographie de la plaquette de coupe utilisée pour
usiner les éprouvettes du lot 7. . . 37 2.13 Rugosités arithmétiques relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprou-vettes usinées suivant les conditions du Cas 1 - Lot 7. . . 37 2.14 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes usinées suivant les conditions du Cas 1 - Lot 7. . . 38 2.15 Position de chaque éprouvette du cas 1 (lot 7) suivant sa rugosité moyenne et sa
contrainte résiduelle moyenne. . . 39 2.16 (a) Signaux d’efforts durant l’usinage des éprouvette #2, #9 et #15 dans les
directions de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). (b) Décomposition des cinq phases d’usinage d’une éprouvette . . . 39 2.17 Efforts moyens d’usinage sur la partie utile des éprouvettes du cas 1 (lot 7) en
fonction de la contrainte résiduelle axiale (a), et de la rugosité Ra (b). . . 41
2.18 Transformée de Fourrier Rapide du signal d’effort sur la partie utile des éprou-vettes #2, #9 et #15 pour les efforts de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). En noir figure le pic correspondant à la fréquence de rotation de la broche. . . 41 2.19 Comparaison entre les zones affectées par des vibrations à haute fréquence (> 500 Hz)
Table des figures 2.20 Représentation en 3D de la zone analysée en DRX. Les stries représentent les
passages de l’outil, séparées l’une de l’autre par l’avance par tour, f. . . 43 2.21 Rugosités arithmétiques relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprou-vettes usinées suivant les conditions du Cas 2 - Lot 7. . . 44 2.22 Surface des éprouvettes #17 et #25 examinée au microscope électronique. . . 44 2.23 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes usinées suivant les conditions du Cas 2 - Lot 7. . . 45 2.24 Position de chaque éprouvette du cas 2 (lot 7) suivant sa rugosité moyenne et sa
contrainte résiduelle moyenne. . . 45 2.25 Relevés d’efforts durant l’usinage des éprouvette #1, #9 et #17 dans les directions
de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). . . 46 2.26 Efforts d’usinage des éprouvettes du cas 2 (lot 7) en fonction de la contrainte
résiduelle axiale (a), et de la rugosité Ra (b). . . 47
2.27 Transformée de Fourrier Rapide du signal d’effort sur la partie utile des éprou-vettes #1, #9 et #16 pour les efforts de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). En noir figure le pic correspondant à la fréquence de rotation de la broche. . . 48 2.28 Géométrie à l’échelle 1 et photographie de la plaquette de coupe utilisée pour
usiner les éprouvettes du lot 8. . . 49 2.29 Rugosités arithmétiques relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprou-vettes usinées suivant les conditions du Cas 1 - Lot 8. . . 50 2.30 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes usinées suivant les conditions du Cas 1 - Lot 8. . . 50 2.31 Position de chaque éprouvette du cas 1 (lot 8) suivant sa rugosité moyenne et sa
contrainte résiduelle moyenne. . . 51 2.32 Efforts d’usinage des éprouvettes du cas 1 (lot 8) en fonction de la contrainte
rési-duelle axiale (a), et de la rugosité Ra(b). Fx, Fy et Fz représentent respectivement
les efforts dans la direction de coupe, de pénétration et d’avance. . . 52 2.33 Transformée de Fourrier Rapide du signal d’effort des éprouvettes #1, #2 et #24
du cas 1 (lot 8) pour les efforts de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). En noir figure le pic correspondant à la fréquence de rotation de la broche. 52 2.34 Rugosités arithmétiques relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprou-vettes usinées suivant les conditions du Cas 2 - Lot 8. . . 53 2.35 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes usinées suivant les conditions du Cas 2 - Lot 8. . . 54 2.36 Position de chaque éprouvette du cas 2 (lot 8) suivant sa rugosité moyenne et sa
contrainte résiduelle moyenne. . . 54 2.37 Efforts d’usinage des éprouvettes du cas 2 (lot 8) en fonction de la contrainte
résiduelle axiale (a), et de la rugosité Ra (b). . . 55
2.38 Transformée de Fourrier Rapide du signal d’effort des éprouvettes #2, #8, et #20 du Cas 2 - Lot 8, pour les efforts de coupe (Fx), de pénétration (Fy) et d’avance (Fz). En noir figure le pic correspondant à la fréquence de rotation de la broche. 56 2.39 Signaux d’efforts durant l’usinage pour les essais #1, #2, #3 et #4, dans les
Table des figures
2.41 Intégrités de surface générées par l’usinage suivant les conditions des cas 1 et 2, lots 7 et 8 sur un cylindre de diamètre ∅130 . . . 59 2.42 Représentation de l’estimation de la densité de probabilité de l’intégrité de surface
des éprouvettes du cas 1 pour les lots 7 et 8, comparés avec l’intégrité de surface obtenue en utilisant les mêmes conditions de coupe sur un cylindre (Essais #1 et #3). . . 60 2.43 Représentation de l’estimation de la densité de probabilité de l’intégrité de surface
des éprouvettes du cas 2 pour les lots 7 et 8, comparés avec l’intégrité de surface obtenue en utilisant les mêmes conditions de coupe sur un cylindre (Essais #2 et #4). . . 61 2.44 Efforts moyens relevés lors de l’usinage sur le cylindre comparé avec l’effort moyen
sur la partie utile des éprouvettes usinées. . . 61 2.45 (a) Schéma de principe de l’opération de galetage. (b) Représentation des
para-mètres du procédé. . . 63 2.46 Illustration de la zone de recouvrement de la bille de galetage. . . 64 2.47 Géométrie des éprouvettes du lot PSI3. . . 65 2.48 Identification et représentation schématique des différentes intégrités de surface
souhaitées dans un graphe contrainte résiduelle-rugosité. . . 65 2.49 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes du Cas 3, lot PSI3 à gauche, lot 8 à droite. . . 66 2.50 Valeurs de Ra relevées sur la périphérie de la zone utile sur les éprouvettes du
Cas 3, lot PSI3 à gauche, lot 8 à droite. . . 67 2.51 Tracé de l’effort de galetage de l’éprouvette #1 et #12, Cas 3 - Lot 8. . . 68 2.52 Position de chaque éprouvette du cas 3 (Lot PSI3 et 8) suivant sa rugosité moyenne
et sa contrainte résiduelle moyenne. . . 68 2.53 Contraintes résiduelles axiales relevées sur la périphérie de la zone utile sur les
éprouvettes du Cas 4, lot PSI3 à gauche, lot 8 à droite. . . 69 2.54 Valeurs de Ra relevées sur la périphérie de la zone utile sur les éprouvettes du
Cas 4, lot PSI3 à gauche, lot 8 à droite. . . 70 2.55 Position de chaque éprouvette du cas 4 (Lot PSI3 et 8) suivant sa rugosité moyenne
et sa contrainte résiduelle moyenne. . . 70 2.56 Représentation de l’ensemble des éprouvettes des lots 7 et 8 et PSI 3 galetées. . . 71 3.1 Cartographie d’orientation cristalline de la microstructure d’origine. Le pas
d’in-dexation est de 50nm. . . 77 3.2 Microstructures sous la surface des éprouvettes des lots 7 et 8 - CAS 1.
Observa-tions réalisées par MEB en mode BSE. . . 78 3.3 Acquisition EBSD au niveau de la surface d’une éprouvette représentative du lot
7 - cas 1. a) est la carte en contraste de bandes (BC), b) la carte d’orientation des grains d’après les angles d’Euler et c) la carte de désorientation moyenne par noyau (KAM). Pour ces cartographies, le pas d’indexation choisi est de 8 nm. . . 79 3.4 Microstructures sous la surface des éprouvettes des lots 7 et 8 - CAS 2.
Table des figures 3.5 Acquisition EBSD au niveau de la surface d’une éprouvette représentative du lot
7 - cas 2. a) est la carte en contraste de bandes (BC), b) la carte d’orientation des grains d’après les angles d’Euler et c) la carte de désorientation moyenne par noyau (KAM). Le pas d’indexation est de 15 nm. . . 81 3.6 Microstructures sous la surface des éprouvettes des lots PSI 3 et 8 - CAS 3.
Observations réalisées par MEB en mode BSE. . . 82 3.7 Microstructures sous la surface des éprouvettes des lots PSI 3 et 8 - CAS 4.
Observations réalisées par MEB en mode BSE. . . 83 3.8 Acquisition EBSD au niveau de la surface d’une éprouvette représentative du lot
8 - cas 4. a) est la carte en contraste de bande (BC), b) la carte d’orientation des grains d’après les angles d’Euler et c) la carte de désorientation moyenne par noyau (KAM). Le pas d’indexation est de 15 nm. . . 84 3.9 a) Représentation de la maille cubique centrée et des paramètres a et c. b)
Évo-lution du rapport c/a dans la martensite, d’après [SHE 06]. . . 85 3.10 Calcul de la proportion d’austénite formée dans le 15-5PH après un cycle
ther-mique représentant l’opération de tournage. D’après [MON 12a] . . . 87 3.11 Première carte EBSD d’orientation cristalline sur la couche blanche du 15-5PH
obtenue sur une éprouvette de l’étude préliminaire (voir annexe A). Pas d’indexa-tion 15 nm. . . 87 3.12 Description de l’évolution microstructurale de la martensite en usinage. (a)
Mi-crostructure initiale, (b) réorientation et allongement des lattes de martensite le long de la direction de cisaillement, (c) fractionnement en sous-grains allongés, (d) formation de sous grains avec une grande densité de dislocations, (e) formation de grains equiaxes, (f) sous-structuration des sous grains. D’après [DUA 12] . . . 88 3.13 Observation MET en champ clair d’une lame mince prélevée sur une éprouvette
tournée. . . 89 3.14 Observations STEM en champ sombre d’une lame mince prélevée sur une
éprou-vette galetée. (a) vue d’ensemble du gradient de microstructure, (b) détail de la zone de transition, (c) détail de la couche de surface. . . 91 3.15 Cartographies en contraste de bande (a), en angles d’Euler (b) et d’orientation
cristalline (c) obtenues par analyse ASTAR sur une lame mince prélevée sur une éprouvette galetée. (d) figure de pôles de la zone encadrée en blanc. . . 92 3.16 Profils de contraintes résiduelles et de largeur de corde, obtenus par DRX, sur le
cylindre de gros diamètre et sur une éprouvette du Cas 1 - Lot 7 pour Vc = 90
m/min, f = 0, 18 mm/tour, Rε= 1, 2 mm, ap = 0, 6 mm. . . 93
3.17 Profils de contraintes résiduelles et de largeur de corde obtenus par DRX, sur le cylindre de gros diamètre et sur une éprouvette du Cas 1 - Lot 8, pour Vc= 90
m/min, f = 0, 104 mm/tour, Rε= 0, 4 mm, ap= 0, 6 mm. . . 94
3.18 Profil de dureté sur deux éprouvettes du cas 1. . . 95 3.19 Profils de contraintes résiduelles et largeur de corde, obtenus par DRX, sur le
cylindre de gros diamètre et sur une éprouvette du Cas 2 - Lot 8, pour Vc= 90
m/min, f = 0, 04 mm/tour, Rε= 0, 4 mm, ap = 0, 6 mm. . . 96
3.20 Profil de contraintes résiduelles et largeur de corde, obtenus par DRX, sur le cylindre de gros diamètre pour une surface obtenue avec les paramètres d’usinage du Cas 2 - Lot 7, pour Vc = 90 m/min, f = 0, 09 mm/tour, Rε = 1, 2 mm,
Table des figures
3.21 Profil de dureté sur deux éprouvettes du cas 2. . . 97 3.22 Profils de contraintes résiduelles obtenus par DRX, sur un cylindre de gros
dia-mètre avec une surface obtenue avec les paradia-mètres de galetage des Cas 3 et 4 (Vg = 50 m/min, F = 80 − −90 N, f = 0, 1 − −0, 2 mm/tour). . . 98
3.23 Profils de largeur de corde obtenu par DRX, sur un cylindre de gros diamètre avec une surface obtenue avec les paramètres de galetage des Cas 3 et 4. . . 98 3.24 Profil de dureté sur les éprouvettes du cas 3 et cas 4. . . 99 3.25 Représentation schématique de la couche de surface après tournage ou tournage
+ galetage sur l’acier 15-5PH. . . 100 3.26 Représentation schématique des profils de contraintes résiduelles axiales obtenus
dans les différents cas. . . 101 4.1 Représentation des différents stades de propagation d’une fissure courte. D’après
[MIL 93] . . . 105 4.2 Représentation des différents stades de propagation d’une fissure longue , dans le
cas de la mécanique linéaire élastique de rupture (MLER). D’après [SUR 98]. . . 106 4.3 Représentation et définition d’une sollicitation cyclique quelconque. . . 106 4.4 Classification des différents types de sollicitation en fatigue avec rapport de contrainte
Rσ correspondant. D’après [LIE 01] . . . 107
4.5 Courbe de Wöhler et les différents domaines de fatigue. . . 108 4.6 Calcul du facteur de concentration des contraintes par EF. D’après [SUR 08] . . 110 4.7 Équivalence rugosité-fissure (a) et détermination du paramètre√area à partir du
rapport a/2b (b). Les points sont des données de la littérature. D’après [MUR 02] 112 4.8 Courbe de Wöhler d’éprouvettes correspondantes aux trois surfaces décrites dans
la table 4.2. D’après [JAV 08]. . . 113 4.9 Profils de contraintes résiduelles des surfaces décrites dans la table 4.3. D’après
[SMI 07]. . . 114 4.10 Relaxation des contraintes résiduelles en surface en fonction du nombre de cycles.
D’après [AVI 13]. . . 115 4.11 Influence de la dureté et des contraintes résiduelles de surface sur la tenue en
fatigue d’un acier AISI 1045. D’après [SAS 05]. . . 116 4.12 Profil de contraintes résiduelles pour une surface avec couche blanche, et une
surface sans couche blanche. D’après [GUO 10]. . . 117 4.13 Représentation des lots d’essais pour chaque cas étudié. . . 118 4.14 Principe de l’obtention de la limite de fatigue σD par la méthode Locati. . . 120
4.15 (a) Machine de flexion rotative Walter+Bai® UBM 200. (b) Schéma cinématique simplifié de la machine. . . 121 4.16 Chemin de chargement des essais Locati et représentation de la courbe de Wöhler
du 15-5PH obtenue par Raefsky [RAE 68]. . . 122 4.17 Résultats des essais Staircase dans le repère Contraintes-Rugosité. . . 124 4.18 Résultats des essais Staircase dans le repère Contraintes-Rugosité (Ra, Rt, Rz). . 125
4.19 Comparaison des Kf obtenus expérimentalement et par les modèles d’Arola et
Table des figures 4.20 Comparaison des profils de contraintes résiduelles dans la direction axiale relevés
sur les éprouvettes des différents cas et leur limite d’endurance calculée. Les profils de contraintes des cas 3 et 4 sont des profils obtenus après galetage d’un cylindre de gros diamètre. . . 128 4.21 Influence des contraintes résiduelles avec et sans relaxation, sur la limite
d’endu-rance pour un essai de fatigue en flexion purement alternée Rσ = −1. . . 129
4.22 Modèle de Basquin appliqué aux différents lots testés. Les coefficients du modèle de Basquin des courbes en pointillés sont basés sur une limite d’endurance à 1000 cycles égale à 90% de la limite à rupture. . . 131 A.1 Synoptique des essais de fabrication des éprouvettes cas 1 (référence) et 2. . . 140 A.2 Synoptique des différents essais de fabrication des éprouvettes correspondant au
cas 1 (référence) et 2 après modifications de la géométrie des éprouvettes. . . 141 B.1 (a) Principle of ball-burnishing. (b) Representation of the burnishing parameters. 145 B.2 Initial surface integrity characteristics : (a) initial residual stress distribution
un-der the surface and (b) surface microstructure after samples preparation with industrial cutting conditions Vc = 150 m/min ; f = 0.18 mm/rev ; ap = 0.6 mm
([MON 12b]) . . . 147 B.3 Roughness profile for (a) a machined surface and (b) a burnished surface. . . 148 B.4 Roughness measurements after multi-passes burnishing tests for (a) Vg = 50
m/min, Fn = 250 N, φball = 6 mm and (b) f = 0.1 mm/rev, Fn = 250 N,
φball = 6 mm. . . 149
B.5 Roughness measurements after multi-passes burnishing tests for Vg = 50 m/min,
Fn= 75 N, φ = 2 mm . . . 150
B.6 Contact geometrical parameters . . . 150 B.7 Vickers hardness profile (Hv0,01) for a machined surface and a burnished surface
with φ6 mm ball, Fn= 250 N, Vg = 50 m/min, f = 0.1 mm/rev and Nb = 1. . . 151
B.8 (a) Surface microstructure after turning + burnishing (φ6 mm ball, Fn= 250 N,
Vg = 50 m/min, f = 0.1 mm/rev and Nb = 1). Orientation maps of sub-surface
nano-grains layer for turned + burnished surface (b), and turned surface (c). . . 152 B.9 Residual stresses profile under the surface for various burnishing speeds in axial
(a) and tangential (b) directions, for f = 0.1 mm/rev, Fn= 250 N, Nb= 1, φ = 6
mm. . . 152 B.10 Residual stresses profile under the surface for various burnishing feeds in axial (a)
and tangential (b) directions, for Vg = 50 m/min, Fn= 250 N, Nb = 1, φ = 6 mm. 153
B.11 Residual stresses profile under the surface for various normal forces in axial (a) and tangential (b) directions for, Vg = 10 m/min, f = 0, 1 mm/rev, Nb = 1, φ = 6
mm. . . 153 B.12 Residual stresses profile under the surface for various number of passes in axial
(a) and circumferential (b) directions, for Vg = 50 m/min, f = 0, 1 mm/rev,
Fn= 250 N, φ = 6 mm. . . 154
B.13 Residual stresses profile for φ6 and φ2 mm ball according to the burnishing contact severity a/R in axial (a) and circumferential (b) directions for Vg = 50 m/min,
f = 0.2 mm/rev and Nb = 1. For φ6 and φ2 mm ball, Fn = 250 N and 75 N
Table des figures
D.1 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 1 - Lot 7. . . . 159 D.2 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 2 - Lot 7. . . . 160 D.3 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 2 - Lot 8. . . . 161 D.4 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 3 - Lot 8. . . . 162 D.5 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 4 - Lot 8. . . . 163 D.6 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 3 - PSI 3. . . . 164 D.7 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 4 - PSI 3. . . . 165 D.8 Modèle de Basquin et points d’essais pour les éprouvettes du Cas 5 -
Liste des tableaux
1 Composition chimique du 15-5PH en pourcentage massique %wt. . . 4 1.1 Les différents procédés de finition classés en fonction de la signature principaleinduit sur les surfaces. . . 12 1.2 Synthèse des intégrités de surfaces typiquement obtenues en fonction des procédés
et de leurs signatures, appliqués sur une surface issue d’une opération de tournage. Les flèches indiquent le sens de variation de la rugosité par rapport à la rugosité initiale du tournage. . . 24 2.1 Conditions de tournage utilisées en vue d’obtenir les surfaces correspondantes aux
cas 1 et 2 (lot 7). . . 36 2.2 Valeurs moyennes des paramètres d’intégrité de surface obtenues sur les
éprou-vettes #2, #9 et #15 et efforts moyens d’usinage sur la partie utile. . . 40 2.3 Conditions de coupes recommandées par Sandvik comparées aux conditions utilisées 44 2.4 Valeurs moyennes des paramètres d’intégrité de surface obtenue sur les
éprou-vettes #1, #9 et #17 du cas 2 (lot 7) et les efforts moyens d’usinage dans la zone utile. . . 47 2.5 Conditions de coupes recommandées par Sandvik comparées aux conditions utilisées 49 2.6 Conditions d’usinages utilisées en vue d’obtenir les surfaces correspondantes aux
cas 1 et 2 (lot 8). . . 49 2.7 Conditions d’usinage utilisées pour les essais d’usinage sur le cylindre de gros
diamètre. . . 56 2.8 Valeurs des différents paramètres d’intégrité de surface et efforts de coupe relevés
lors de l’usinage sur gros cylindre (Vc= 90 m/min, ap = 0,6 mm). . . 59
2.9 Comparaison des pressions spécifiques de coupe moyennes obtenues sur les éprou-vettes et sur le cylindre (Vc= 90 m/min, ap = 0,6 mm). . . 62
2.10 Conditions de galetage utilisées pour les différentes éprouvettes. . . 65 2.11 Moyenne des efforts de galetage sur l’ensemble des éprouvettes Cas 3, lots PSI 3 et 8 66 2.12 Moyenne des efforts de galetage sur l’ensemble des éprouvettes Cas 4, lots PSI 3 et 8 69 3.1 Récapitulatif des procédés et conditions utilisées pour obtenir chaque cas. . . 74 4.1 Limite de fatigue pour des niveaux de rugosités différents. D’après [TAY 91] . . . 109 4.2 Valeurs des paramètres d’intégrité de surface obtenues en tournage sur un acier
Liste des tableaux
4.3 Rugosité et nombre de cycles moyen à rupture obtenus sur un acier AISI 52100. La sollicitation en fatigue s’effectue à Rσ = 0, 1 et σmax = 1300 MPa. D’après
[SMI 07]. . . 114 4.4 Intégrité de surface des éprouvettes utilisées pour les essais Locati et estimation
de leur limite d’endurance. . . 122 4.5 Résultats des essais Staircase . . . 123 4.6 Résultats de l’essai Staircase sur le lot d’éprouvettes de développement du galetage.123 4.7 Calcul du facteur d’état de surface en fatigue d’après Arola [ARO 02] et
compa-raison avec la valeur Kf exp. obtenue expérimentalement. . . 126
4.8 Calcul de Kf d’après Murakami [MUR 02] et comparaison avec la valeur Kf exp.
obtenue expérimentalement. . . 127 4.9 Valeurs des coefficients du modèle de Basquin. Les coefficients du modèle de
Basquin basés sur la limite d’endurance à 1000 cycles égale à 90% de la limite à rupture figurent en italique. . . 130 A.1 Conditions d’usinage de référence . . . 139 A.2 Conditions d’usinage de référence . . . 140 B.1 Chemical composition of 15-5PH in %wt. . . 145 B.2 List of parameters values used in this study . . . 146 C.1 Gamme de polissage utilisée. . . 158 C.2 Composition du réactif utilisé pour réveler la microstructure du 15-5PH pour
Introduction
Problématique de l’usinage de pièces critiques.
Les fabricants d’aéronefs et de réacteurs nucléaires conçoivent des appareils comportant des organes critiques dont la défaillance n’est pas admise car elle est susceptible de causer rapidement la perte de l’appareil en entraînant une situation dangereuse ou catastrophique. Par exemple, la défaillance d’un élément de transmission ou du moteur d’un hélicoptère va causer la perte de l’appareil et de son équipage ; La rupture d’éléments de vannes dans les circuits de refroidissement de centrales nucléaire pourra être à l’origine d’accidents nucléaires lourds de conséquences. Dans le secteur aéronautique comme dans le nucléaire, les durées d’utilisation des ces pièces critiques peuvent dépasser plusieurs dizaines d’années, ce qui nécessite de prévoir l’industrialisation de pièces sur plusieurs dizaines d’années. Compte-tenue de l’utilisation finale de la pièce considérée, les caractéristiques finales de cette pièce sont définies par le bureau d’étude, afin de garantir les propriétés de résistance de la pièce. Sont notamment précisés, la nature du matériau, les caractéristiques dimensionnelles ainsi que l’état de surface. Il en découle le choix d’un procédé de façonnage (forgeage, fonderie, usinage. . .) dont les conditions sont totalement gelées. Par exemple, dans le cas de l’obtention d’une pièce critique par tournage, plusieurs paramètres du procédés seront verrouillés :
– le type d’outil,
– la nuance de l’outil (carbure, acier rapide...), – le rayon de l’outil,
– la profondeur maximale de la dernière passe d’usinage, – les angles de l’outil,
– les mouvements de l’outil par rapport à la pièce – les vitesses de coupe et d’avance,
– le mode de bridage de la pièce sur la machine
Toutefois, plusieurs évènements peuvent conduire à vouloir ou à devoir modifier les condi-tions de façonnage. Certaines évolucondi-tions peuvent être provoquées par un besoin interne, comme la recherche d’un gain de performance ou bien le changement d’affectation de la fabrication. D’autres évolutions peuvent être subies, suite à la défaillance d’un fournisseur d’outil qui peut renouveler ses gammes d’outils, ou suite à la demande d’un sous-traitant.
Il est donc nécessaire de détenir une expertise permettant de garantir la pérennité des pièces. Pour ce faire, il existe différents moyens pour valider les modifications des conditions de fabri-cation qui vont dépendre des pièces, des zones concernées et des modififabri-cations engendrées. Du moins contraignant au plus contraignant, ces changements sont validé par :
Introduction
– contrôle des contraintes résiduelles superficielles et de la rugosité sur pièce réelle ; – contrôle du profil de contraintes sur pièce réelle ;
– essais de fatigue sur éprouvettes, – essai de fatigue sur pièces réelles,
Si des différences significatives sont trouvées lors de la validation, entre l’existant et la pièce usinée suivant les nouveaux paramètres, il faut alors passer par un moyen plus contraignant. Il est évident que plus le moyen est contraignant, plus le coût, que ce soit en temps ou en argent est important.
La maitrise des procédés de fabrication et de leurs conséquences sur la pièce obtenue et son comportement en service devient donc un enjeu majeur auquel une réponse doit être apportée. Cela passe par le développement de modèles numériques tenant compte à la fois du procédé de fabrication, du matériau et de l’utilisation finale de la pièce.
Projet MIFSU
Le projet MIFSU – Modélisation de l’Intégrité et de la tenue en Fatigue des Surface Usinées – dans lequel s’inscrivent les travaux présentés dans ce mémoire, a été conduit avec l’objectif d’apporter les premiers éléments de réponse à cette problématique. Ce projet, porté par un consortium regroupant des acteurs de la recherche académique (laboratoires LaMCoS et MATEIS de l’INSA de Lyon et le LTDS à l’ENI de Saint-Etienne) et des industriels (Areva NP, CETIM, Airbus Helicopters), est soutenu financièrement par l’institut Carnot I@L.
Le projet, qui se décompose en trois « briques », illustrées figure 1 , a pour objectif de proposer des outils et une méthode permettant de prédire les relations entre les conditions du procédé, l’intégrité des surfaces obtenues et leur tenue en fatigue. Dans une première thèse, réalisée au sein du LaMCoS et du LTDS en convention CIFRE avec la société Airbus Helicopters, Alexandre Mondelin a proposé une modélisation de l’intégrité de surface obtenue en tournage finition de pièces en 15-5PH [MON 12a]. La seconde thèse, qui est l’objet de ce manuscrit s’attache à présenter les résultats obtenus sur l’étude de la tenue en fatigue des pièces tournées en 15-5PH, en relation avec l’intégrité de surface.
Paramètres procédé Intégrité
de surface
Contraintes résiduelles
Comportement en fatigue
Rayon de bec R"
Avance par tour f Profondeur de passe ap
Vitesse de coupe Vc Angles d’outil
Revêtement Lubrification
Thèse A. Mondelin Ce travail de thèse
Rugosité Microstructure
Introduction
Exemple du mât rotor
Le cas d’étude choisi concerne la fabrication de pièces de la chaine de transmission d’un hélicoptère, comme le mât rotor ou le manchon d’accouplement de pale, représentés sur la figure 2. La dernière opération réalisée sur le mât rotor en acier inoxydable 15-5PH, est une opération de tournage finition, réalisée dans les conditions suivantes :
– outil DNMG 15-06-12
– nuance QM 4215 (carbure de tungstène revêtu)
– angle de coupe négatif (-7°) donné par le porte outil référence PDJNL – vitesse de coupe : Vc= 150 m/min,
– profondeur de passe : ap = 0,6 mm,
– avance par tour : f = 0,18 mm/tour.
Figure 2 – Exemple de pièces critiques en 15-5PH usinées ; à gauche le mât rotor, à droite le manchon d’accouplement.
Régulièrement, afin de valider les caractéristiques du matériau, des essais de fatigue en flexion rotative sont conduits sur des éprouvettes afin de déterminer que la limite d’endurance du matériau correspond bien au cahier des charges. De la même manière, ces éprouvettes sont obtenus en tournage, suivant une gamme de fabrication où les dernières étapes sont gelées :
– outil DNMG 15-06-04
– nuance PM 4235 (carbure de tungstène revêtu)
– angle de coupe négatif (-7°) donné par le porte outil référence PDJNL – vitesse de coupe : Vc= 65 m/min,
– profondeur de passe : ap = 0,15 mm,
– avance par tour : f = 0,06 mm/tour.
Introduction
Caractéristiques du 15-5PH
Le 15-5PH est un acier inoxydable martensitique à durcissement structural. Suivant les normes cet acier peut être désigné des manières suivantes : X5CrNiCu15-5 ; UNS S15500 ; DIN 1.4545 ; Z6CNU15.05 ; E-Z CNU 15-05 . . .. Sa composition chimique est donnée dans la table 1
C Mn Si Cr Ni Cu Nb S P Fe
0.07 1.0 1.0 14 to 3.5 2.5 to 0.15 to 0.03 0.04 Bal.
Max. Max. Max. 15.5 5.5 4.5 0.45 Max. Max.
Table 1 – Composition chimique du 15-5PH en pourcentage massique %wt. Les différents éléments d’alliages jouent un rôle différent sur le matériau final : – Le cuivre, en précipitant participe au durcissement structural de l’acier.
– le nickel, est un élément gammagène (favorise la formation d’austénite), il augmente la ductilité et la ténacité de l’alliage. La quantité présente dans le 15-5PH est favorable à l’apparition d’une structure martensitique après trempe.
– le chrome, améliore la résistance à la corrosion et réduit la ductilité. Sa forte teneur ralentit la transformation de l’austénite en refroidissant.
Le 15-5PH se commercialise sous différents états de recuits. Dans cette étude, le matériau a été fourni dans l’état H-1025. C’est à dire qu’après un traitement de mise en solution suivi d’une trempe, le matériau est recuit pendant 4 heures à 550 °C (1025 °F) et refroidit à l’air. La microstructure du matériau, révélée à l’aide du réactif n°24 du handbook de préparation métallographique de l’ASTM [GEE 07], après traitement thermique est présentée dans la figure 3
100 µm
Figure 3 – Microstructure du 15-5PH dans sa condition H-1025
Modélisation de l’intégrité de surface du 15-5PH en tournage finition
Introduction Identification du comportement thermomécanique du 15-5PH
Il a été noté que le 15-5PH présentait une sensibilité aux vitesses de chauffe à travers une modification des températures de début et de transformation austénitique. Le matériau a ensuite été l’objet d’essais de traction-compression cycliques afin d’observer l’évolution de l’écrouissage sur une grande plage de température. Ces essais ont montré que l’écrouissage cinématique du 15-5PH était sensible à la microstructure (austénite ou martensite). Par ailleurs, les vitesses et niveaux de déformations atteints en usinage nécessitent une étude des phénomènes induits. Ces derniers ont étés mis en évidence à travers des essais de compression dynamique dans des conditions sévères (taux de déformation supérieur à 100 %, vitesse de déformation jusqu’à 80/s). Les résultats ont montré que les microstructures générées par ces essais étaient comparable que celle que l’on peut retrouver en extrême surface, dans ce que l’on appelle la « couche blanche », lors de l’usinage du 15-5PH [MON 13]. Cette microstructure et l’épaisseur sur laquelle elle se forme est compatibles avec le phénomène de recristallisation dynamique décrit par Courbon [COU 11](figure 4). Ta ux d 'é cr ou iss age C on tr ai nt e vr ai e Déformation plastique Taux d'écrouissage Contrainte vraie
Figure 4 – Courbe contrainte/déformation typique d’un matériau présentant de la recristalli-sation dynamique et modèle associé, d’après Courbon [COU 11].
Modélisation des surfaces usinées
Introduction
aussi bien compte des cinétiques de chauffe de l’usinage qui ne permettent pas de retrouver de l’austénite après usinage. Dans le cas du 15-5PH, on est alors assuré d’avoir un matériau martensitique après usinage. En revanche, de par sa construction, le modèle ne parvient pas à reproduire de manière satisfaisante la recristallisation dynamique et surestime le niveau de contraintes résiduelles en surface.
Figure 5 – (a) Gradients de contraintes résiduelles simulés et expérimentaux obtenus par Mon-delin. (b) Représentation du volume de matière simulé et des contraintes résiduelles. [MON 12a]
Conclusions et positionnement de l’étude
Les travaux menés jusqu’ici ont permis de proposer un modèle de génération de contraintes résiduelles en tournage finition. L’étude métallurgique a permis de montrer qu’aucun changement de phase ne se produisait au cours de l’usinage et que la « couche blanche » que l’on observe en extrême surface semble cohérente avec un phénomène de recristallisation dynamique.
Vis-à-vis des objectifs du projet MIFSU, il est désormais nécessaire de relier les caracté-ristiques des surfaces usinées et la tenue en fatigue et de déterminer l’influence de chacun des paramètres d’intégrité de surface (rugosité, contraintes résiduelles, microstructure) sur cette te-nue en fatigue. Cette connaissance est indispensable pour pouvoir d’une part, estimer l’influence d’une modification de l’un de ces paramètres lors de l’usinage sur la tenue en fatigue de la pièce réelle, d’autre part, de déterminer via la modélisation les paramètres d’usinage optimaux pour obtenir une intégrité de surface qui permettra d’obtenir une durée de vie souhaitée.
Pour mener à bien cette étude, deux étapes ont été identifiées : – Ingénierie de l’intégrité de surface
Cette étape consiste à développer des méthodes de fabrication et de contrôle permettant de réaliser et certifier des surfaces avec une intégrité de surface ciblée. L’attention est focalisée sur les contraintes résiduelles, la rugosité et la microstructure. Cela nécessite de définir des gammes de fabrication permettant d’obtenir les intégrités de surface souhaitées.
– Influence de l’intégrité de surface sur la tenue en fatigue
Introduction – Caractérisation de la tenue en fatigue à travers des essais de fatigue réalisés sur les
surfaces obtenues lors de l’étape précédente.
Chapitre 1
Signature des procédés de
fabrication sur l’intégrité de surface
Sommaire
1.1 Introduction . . . . 10 1.2 L’intégrité de surface . . . . 10 1.3 Signatures des procédés de finition . . . . 11
1.3.1 Procédés impactant thermo-mécaniquement la surface . . . 12 1.3.2 Procédés à signature mécanique . . . 18 1.3.3 Procédés impactant thermiquement la surface . . . 23
Chapitre 1 – Signature des procédés de fabrication sur l’intégrité de surface
1.1 Introduction
Afin d’être en mesure d’étudier les effets de l’intégrité de surface sur la tenue en fatigue, il est nécessaire de déterminer en premier lieu les conséquences d’un procédé, ou d’une succession de procédés, sur l’intégrité de surface. Ce chapitre fait le point des connaissances acquises sur les modifications de surface engendrées sur des aciers, par le tournage et divers procédés de finition. Ce travail va permettre de sélectionner les procédés les plus adaptés pour générer des surfaces avec une intégrité maitrisée. Dans le cadre de ce travail de thèse, le tournage est une étape préalable obligatoire pour donner à la pièce sa forme macrogéométrique finale. Les procédés de finition vont ensuite être distingués en fonction de leurs signatures sur la surface.
Cette notion de signature de procédé a été introduite par Brinksmeier [BRI 11] comme un moyen de description universelle des procédés de fabrication. C’est à dire que ce n’est plus le procédé en lui-même qui est étudié, mais plutôt l’énergie transmise durant l’opération à la pièce sous forme mécanique, thermique ou chimique. Cette notion, qui implique la constitution de bases de données sur les signatures de multiples procédés de fabrication, est proposée en réponse au problème inverse de génération d’intégrité de surface dans les procédés de fabrication [BRI 14]. Dit autrement, il s’agit d’être capable de répondre à la question « comment obtenir une intégrité de surface désirée ? » en décrivant la signature nécessaire, quel que soit le procédé de fabrication lui-même.
1.2 L’intégrité de surface
En premier lieu, il est nécessaire de définir la notion d’intégrité de surface. Une surface se définit comme l’interface entre la pièce et son environnement. Cette surface doit donc posséder les caractéristiques adaptées à l’usage à laquelle elle est destinée. Le terme intégrité de surface fait référence aux spécifications de cette surface qui dépendent du domaine d’utilisation :
– mécanique (spécification d’états de surface et de résistance aux efforts) ;
– métallurgique (spécification de résistance à la corrosion, de dureté en surface. . .) ; – thermique (spécification d’une conductivité ou résistance thermique. . .) ;
– tribologie (spécification de propriétés de frottement ou d’adhésion) ;
– optique (spécification d’apparence, d’indice de réflexion ou d’absorption de la lumière) ; – ...
Cette liste n’est pas exhaustive car de nouvelles spécifications peuvent être nécessaires en fonction de l’utilisation de cette pièce, en plus des exigences classiques, comme la géométrie de la pièce. Dans le domaine de la mécanique, la surface désigne la limite physique de la pièce ainsi que la matière directement sous la surface. À partir de cette considération, l’intégrité de surface a fait l’objet d’une première définition en 1964 : il s’agit des « caractéristiques intrinsèques ou améliorées d’une surface obtenue par usinage ou un autre procédé de mise en forme » [FIE 64]. Cette définition présente le défaut de ne considérer que la pièce, et non sa fonctionnalité finale. L’intégrité de surface doit donc se définir comme les propriétés topographiques, mécaniques, chimiques et métallurgiques d’une surface usinée en relation avec ses performances en service [GRI 01].
topo-Signatures des procédés de finition graphiques (forme, rugosité, fissures, . . .), ou physiques (déformations plastiques, contraintes résiduelles, microstructure, dureté, composition chimique, . . .). Ce volume de matériau affecté par un procédé peut se décomposer en plusieurs couches d’après les différents phénomènes sus-ceptibles de s’y produire (figure 1.1).
Éléments adsorbés et couche d'oxyde : < 10 nm
Matériau à l'état d'origine
Figure 1.1 – Schéma des différentes couches affectées par un procédé de fabrication [REC 08a]. Au niveau de l’extrême surface, suivant le procédé utilisé, une oxydation de la surface peut se produire et conduire cette dernière à adsorber certains éléments présents dans l’air ou les fluides utilisés sous forme de vapeur d’eau et d’hydrocarbures. Dans le cas des aciers inoxydables, cette couche est naturellement présente et n’est pas générée par les procédés de mise en forme utilisés. En raison de la très faible épaisseur de cette couche (moins de 10 nm [BRI 04]), elle ne sera pas considérée dans ces travaux.
Au-delà de cette couche d’adsorption, se trouve la couche qui est affectée thermiquement et mécaniquement par le procédé. L’épaisseur de cette couche est bien plus importante que celle de la couche d’adsorption (plusieurs dizaines de fois plus épaisse), et peut atteindre quelques dixièmes de millimètre, en présentant un gradient de microstructures et de propriétés. Cette couche peut donc se décomposer en plusieurs sous-couches aux caractéristiques mécaniques et/ou microstructurales différentes.
1.3 Signatures des procédés de finition
L’objectif du procédé de finition est de conférer à la surface d’une pièce ses caractéristiques finales en modifiant son intégrité de surface. Il existe une très grande variété de procédés de finition, qui peuvent être classés en fonction des chargements qu’ils vont introduire sur la surface. Ces chargements constituent la signature de ce procédé. L’intégrité de surface résultante est la conséquence de chargements purement mécaniques, thermiques, chimiques, ou d’une combinaison de ces derniers.
Grâce aux travaux de nombreux auteurs, il est possible de dresser une liste non-exhaustive de procédés, et de les classer en fonction de leurs signatures principales dans la table 1.1.
Chapitre 1 – Signature des procédés de fabrication sur l’intégrité de surface Procédés impliquant un chargement externe principal
Mécanique Thermique Chimique
Grenaillage [SCH 02] EDM [KLI 11] ECM [KLO 13]
Galetage [ALT 05] Traitements thermiques Électro-polissage
Toilage
[KHE 07, REC 08b, REC 08c] Traitements Galvaniques
Procédés combinant plusieurs chargements
Thermomécanique Thermochimique Mécanochimique
Tournage
[TON 00, REC 08a, UMB 09] Cémentation Polissage mécano-chimique
Meulage
[OLI 09, BRI 09, BRI 96] Revêtements (PVD)
Carbonitruration Mécano-thermo-chimique
Polissage par friction
Table 1.1 – Les différents procédés de finition classés en fonction de la signature principale induit sur les surfaces.
paramètres du procédé sur cette signature. L’objectif est de proposer ensuite, dans le chapitre suivant, des procédures visant l’obtention de surfaces à intégrité maitrisée, en se basant sur les connaissances existantes. Afin de rester cohérent avec le contexte industriel, les procédés choisis doivent être des procédés de finition susceptibles d’intervenir lors de la fabrication de pièces de révolution, comme un mât rotor d’hélicoptère, ou plus généralement, des arbres rotatifs. Comme ces pièces sont obtenues par une opération de tournage, il est donc tout à fait naturel de s’intéresser en premier lieu aux conséquences de ce procédé.
1.3.1 Procédés impactant thermo-mécaniquement la surface
1.3.1.1 Tournage
L’opération de tournage, illustrée dans la figure 1.2, est un procédé de mise en forme par enlèvement de matière. Durant l’opération de chariotage, le mouvement d’avance de l’outil suit une parallèle à l’axe de révolution de la pièce. Cette opération a pour but de réduire le diamètre de la pièce. Lors de cette opération, trois conditions d’usinage sont contrôlées :
– la vitesse de coupe Vc, qui correspond à la vitesse d’écoulement de la matière par rapport
à l’outil. Elle s’exprime en m/min et dépend du diamètre et de la vitesse de rotation de la pièce ;
– l’avance par tour f, qui correspond au déplacement que l’outil a effectué lors d’une révo-lution de la pièce. C’est le pas de l’hélice, qui va donner à la surface son aspect final ; – la profondeur de passe ap, qui correspond à l’épaisseur de matière enlevée par l’outil.
Signatures des procédés de finition Mouvement découpe M o u ve m en t d 'a va n ce
Figure 1.2 – Le principe du tournage [PAS 98]
– des déformations ε de 100 % jusqu’à 600 % dans les zones les plus affectées ; – des vitesses de déformations ˙ε ≈ 104 /s;
– des pressions de l’ordre du GPa pouvant atteindre 4 GPa ; – des températures de 400 à 1200 °C ;
– des cinétiques thermiques de l’ordre de 106 °C/s.
L’état de contraintes résiduelles à l’issue de l’opération d’usinage résulte de la superposition de ces deux chargements. Les figures 1.3 et 1.4 permettent d’illustrer le processus de génération des contraintes résiduelles de surface induites par un chargement purement mécanique et purement thermique, respectivement. Ainsi, un chargement purement mécanique va générer des contraintes résiduelles de compression, alors qu’un chargement purement thermique, n’induisant pas de changements microstructuraux, va créer des contraintes résiduelles de traction en surface. Le tournage faisant intervenir ces deux chargements simultanément, l’état de contraintes résiduelles résultant dépendra donc de l’importance de chacune de ces contributions.
Chapitre 1 – Signature des procédés de fabrication sur l’intégrité de surface O A B C D E F Déformation Contrainte d'origine
purement mécanique Outil de coupe Surface usinée Traction Compression Écoulement de la matière Evolution de l'état de contrainte en surface
¾
xx Contrainte résiduelle de surface O A B C D E F Cope au y xFigure 1.3 – Mécanisme de génération des contraintes résiduelles de surface induites par un chargement purement mécanique en usinage. D’après [REC 08a]
Source de chaleur O A B C D Contrainte d'origine purement thermique Déformation Outil de coupe Cope au
Surface usinée Écoulement
de la matière y x Evolution de l'état de contrainte en surface
¾
xx Contrainte résiduelle de surface O A B C D Source de chaleurFigure 1.4 – Mécanisme de génération des contraintes résiduelles de surface induites par un chargement purement thermique en usinage, sans changements de phase. D’après [REC 08a]
Signatures des procédés de finition niveau de contraintes résiduelles retourne progressivement vers une valeur quasi nulle à cœur. La profondeur affectée totale est de l’ordre de la centaine de micromètres.
-500 -250 0 250 500 0 20 40 60 80 100 120 140 Profondeur [¹m] C on tr ai nt e ré sid ue lle [M Pa] ¾circonférentielle ¾axiale Vc = 50 m/min Vc = 150 m/min Vc = 250 m/min Vc = 50 m/min Vc = 150 m/min Vc = 250 m/min
Figure 1.5 – Profils de contraintes résiduelles après tournage du 15-5PH pour différentes vitesses de coupe Vc - f = 0,18mm/tour et ap = 0,6mm. D’après [MON 12a].
Quels que soient les aciers (austénitiques, ferrito-perlitiques, martensitiques) et les conditions de tournage utilisées dans les différentes études, la forme des profils de contraintes résiduelles à toujours la même allure, schématisée dans la figure 1.6, et qui se caractérise par :
– des contraintes de traction en surface,
– un pic de contraintes de compression en sous-couche (quelques micromètres sous la surface), – et un retour à 0 en profondeur. Profondeur C on tr ai nt e ré si d u el le 0 ¾rés. surface ¾rés. pic zpic profondeur affectée
Figure 1.6 – Profil de contraintes résiduelles type obtenu en tournage.
Chapitre 1 – Signature des procédés de fabrication sur l’intégrité de surface
de surface ne semble pas particulièrement sensible à la vitesse de coupe. L’influence de l’avance se retrouve principalement sur la position du pic de compression, et dans une moindre mesure sur le niveau de la contrainte résiduelle de surface.
La rugosité générée en tournage dépend principalement de la géométrie de l’outil et de l’avance par tour, selon la formule théorique donnée par l’équation 1.1. La vitesse de coupe joue un rôle sur la séparation de la matière qui est facilitée pour les hautes vitesses, et influe donc sur la rugosité finale.
Ra≈
f2 18√3Rε
(1.1) Peu d’études réalisées sur les conséquences du tournage sur l’intégrité de surface étudient en détail les modifications microstructurales engendrées. Il est communément admis que le tournage est à l’origine de la formation d’une « couche blanche » en surface, qui s’étend sur quelques micromètres. Dans le cas du 15-5PH, le matériau présente un gradient de microstructure comme le montre la figure 1.7. Une couche épaisse de l’ordre du micromètre, la « couche blanche », est observée. Cette couche, dont la nature est mal connue, est suivie d’une zone de transition ou la microstructure d’origine apparait déformée, suivant la direction d’écoulement de la matière, avant de retrouver sa morphologie initiale plus à cœur.
Figure 1.7 – Microstructure sous la surface du 15-5PH après tournage. D’après [MON 12a].
1.3.1.2 Meulage - Rectification
Le meulage est un procédé de finition permettant l’obtention de surfaces avec une très bonne précision dimensionnelle. L’opération se réalise à l’aide d’une meule abrasive, animée d’un mou-vement de rotation autour de son axe. Selon les dispositifs, ce sont la meule ou la pièce qui se déplacent afin de procéder à l’enlèvement de matière. En utilisation conventionnelle, la rec-tification conduit à la génération de contraintes résiduelles de traction en surface du fait de l’importante chaleur générée par les phénomènes de labourage et de frottement à l’interface outil-matière.
Signatures des procédés de finition à de faibles profondeurs de passe, il est possible, en utilisant une meule adaptée, de générer en surface d’un acier une couche présentant des contraintes résiduelles de compression. La différence obtenue est clairement visible sur la figure 1.8 avec une modification du profil sur une profon-deur de l’ordre de 50 µmpar rapport à l’utilisation de paramètre plus conventionnels sur leur matériau. Cette modification se traduit par une plus grande contrainte résiduelle de compression en surface, d’un pic de compression plus important et localisé plus en profondeur, et donc d’une zone affectée plus importante.
0 50 100 150 200 250 300 -200 -150 -100 -50 C on tr ai nt e ré sid ue lle t an ge nt ie lle [M Pa ] 0 10 20 30 40 50 60 70 80 Profondeur [¹m] Procédé standard, Vc = 60 m/s Nouvelle stratégie, Vc = 20 m/s Zone d'augmentation de la résistance
Figure 1.8 – Comparaison entre les contraintes résiduelles obtenues en utilisant la stratégie de meulage conventionnelle et la stratégie de meulage de renforcement. D’après [BRI 09].
